徐 波，周秉南，夏 輝，陸偉剛

（1. 揚(yáng)州大學(xué)水利科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 揚(yáng)州 225009； 2. 寧波市水利水電規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 寧波 315192；3. 江蘇省水利勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，江蘇 揚(yáng)州 225127）

0 引 言

在大型低（特低）揚(yáng)程泵站中，豎井貫流泵裝置具有非常良好的應(yīng)用前景，其電動(dòng)機(jī)組可布置于開(kāi)敞的豎井內(nèi)，具有通風(fēng)防潮條件良好、運(yùn)行維護(hù)方便、機(jī)組構(gòu)造簡(jiǎn)單、造價(jià)低效率高等優(yōu)點(diǎn)［1］。

豎井式進(jìn)水流道具有水流對(duì)稱(chēng)分布，流線平順，水流入泵條件良好等優(yōu)勢(shì)，引起了許多學(xué)者的研究。劉君等［2］通過(guò)數(shù)模計(jì)算研究了前、后置豎井貫流泵裝置的水力特性，并與模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比后得出，前置豎井貫流泵裝置的水力特性比后置豎井貫流泵裝置更佳。商邑楠等［3］采用數(shù)模計(jì)算的方法對(duì)不同豎井線型方案的流道內(nèi)特性展開(kāi)研究，分析各方案流道的水力性能，通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)進(jìn)水流道斷面流速對(duì)稱(chēng)分布，流道過(guò)度平緩時(shí)，流道水力特性更佳。楊帆、徐磊等［4，5］基于軸向流速均勻度、平均渦旋角等指標(biāo)，通過(guò)數(shù)值計(jì)算方法，探究豎井式進(jìn)水流道尺寸與流道內(nèi)特性之間的關(guān)系。金康亮等［6］通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算研究了豎井布置地點(diǎn)與雙向貫流泵內(nèi)特性之間的關(guān)系，得出前置豎井貫流泵裝置效率、裝置內(nèi)特性較佳。鄭源等［7］采用數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)豎井貫流泵站的流道流態(tài)以及葉輪靜壓分布展開(kāi)研究，預(yù)測(cè)裝置性能，分析流動(dòng)機(jī)理。陳加琦等［8］研究了二十余座典型豎井貫流泵裝置，總結(jié)豎井式進(jìn)出水流道控制尺寸的取值區(qū)間，根據(jù)實(shí)際工程進(jìn)行泵裝置選型后，利用數(shù)值模擬計(jì)算和模型試驗(yàn)研究證實(shí)了該所選泵裝置在設(shè)計(jì)工況下具有較好的水力特性、較高的效率?，F(xiàn)有文獻(xiàn)對(duì)于豎井式進(jìn)水流道的研究主要是從豎井尺寸、位置出發(fā)，對(duì)豎井式進(jìn)水流道的水力性能進(jìn)行優(yōu)化，而對(duì)豎井尾部出現(xiàn)的脫流現(xiàn)象以及豎井漸縮段線型尺寸對(duì)進(jìn)水流道水力性能的影響展開(kāi)的研究較少。

本文對(duì)某泵站的豎井式進(jìn)水流道進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)在其豎井尾部匯合處存在脫流現(xiàn)象。在分析脫流現(xiàn)象成因的基礎(chǔ)上，提出改變豎井漸縮段線型和長(zhǎng)度的措施，研究了豎井漸縮段線型和長(zhǎng)度對(duì)豎井式進(jìn)水流道水力性能的影響，并對(duì)最優(yōu)方案進(jìn)行模型試驗(yàn)研究，以期為豎井式進(jìn)水流道的水力優(yōu)化提出一種新的思路。

1 豎井式進(jìn)水流道模型建立

某泵站采用豎井貫流泵裝置，單泵設(shè)計(jì)流量為20 m3∕s，葉輪直徑為2.6 m。進(jìn)水流道選用豎井式進(jìn)水流道，豎井式進(jìn)水流道的單線圖如圖1 所示。進(jìn)水流道總長(zhǎng)19.2 m，進(jìn)口斷面寬7.2 m，高3.4 m，內(nèi)部豎井長(zhǎng)度為15.3 m，寬度為4.2 m。通過(guò)UG 軟件對(duì)豎井式進(jìn)水流道原方案原型進(jìn)行建模，如圖2所示。

圖1 泵站豎井式進(jìn)水流道單線圖（長(zhǎng)度單位：mm，高程單位：m）Fig.1 Single line diagram of shaft inlet channel of pump station

圖2 原方案流道建模圖Fig.2 Flow channel modeling diagram of the original scheme

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 控制方程

豎井貫流泵裝置內(nèi)部為三維不可壓縮湍流流動(dòng)，控制方程采用連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程（N-S 方程）［9，10］，采用流體計(jì)算軟件Fluent對(duì)模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，由于Standard k-ε模型具有穩(wěn)定性和較高的計(jì)算精度，因此選擇Standard k-ε 湍流模型［11］對(duì)控制方程進(jìn)行封閉處理，并應(yīng)用SIMPLEC算法對(duì)湍流流場(chǎng)內(nèi)的速度和壓力進(jìn)行耦合［12］。

2.2 網(wǎng)格劃分

采用mesh軟件對(duì)豎井式進(jìn)水流道計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，主要包括進(jìn)水池、豎井式進(jìn)水流道以及延伸段。進(jìn)水池和延伸段部分結(jié)構(gòu)規(guī)整、流動(dòng)簡(jiǎn)單，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分；豎井式進(jìn)水流道部分水流流動(dòng)較為復(fù)雜，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析發(fā)現(xiàn)，在網(wǎng)格總數(shù)大于69 萬(wàn)后，計(jì)算區(qū)域的水力損失趨于穩(wěn)定，此時(shí)3 個(gè)計(jì)算區(qū)域的網(wǎng)格精度均為0.15。因此本次數(shù)值模擬的網(wǎng)格總數(shù)為69萬(wàn)。其網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Grid division diagram of computing area

2.3 邊界條件

計(jì)算區(qū)域的進(jìn)口設(shè)置在進(jìn)水池入口處，采用質(zhì)量進(jìn)口邊界條件，流量設(shè)置為20 m3∕s；由于在水泵正常運(yùn)行狀態(tài)下，葉輪室內(nèi)水泵葉輪的旋轉(zhuǎn)對(duì)進(jìn)水流道內(nèi)的水流流態(tài)影響較小，因此在進(jìn)水流道出口處增加一段延伸段，并設(shè)置延伸段出口為自由出流邊界條件；計(jì)算區(qū)域內(nèi)的固體邊壁包括進(jìn)水池邊壁、豎井式進(jìn)水流道邊壁以及延伸段邊壁，均設(shè)置為wall；各子計(jì)算區(qū)域之間設(shè)置交界面實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)交換。

2.4 控制指標(biāo)

通過(guò)進(jìn)水流道水力損失、進(jìn)水流道出口斷面流速均勻度以及速度加權(quán)平均角對(duì)豎井式進(jìn)水流道的水力特性進(jìn)行分析。

進(jìn)水流道水力損失公式［6］表示為：

式中：hjs表示流道水力損失，m；pjs表示進(jìn)出口斷面的總壓差，Pa；ρ表示流體密度取103kg∕m3；g表示重力加速度取9.81 m∕s2。

流速均勻度公式［8］表示為：

式中：Vu表示斷面軸向流速均勻度，%；Vm表示斷面平均軸向流速，m∕s；Vmi表示斷面微元體的軸向流速，m∕s；nj表示斷面的微元體個(gè)數(shù)。

速度加權(quán)平均角公式［8］表示為：

3 豎井式進(jìn)水流道的脫流現(xiàn)象

對(duì)豎井式進(jìn)水流道原方案進(jìn)行三維數(shù)值模擬計(jì)算，得到豎井式進(jìn)水流道內(nèi)部流線如圖4 所示，豎井尾部匯合處斷面的流速矢量圖如圖5 所示。可以看出：豎井式進(jìn)水流道內(nèi)部水流速度變化平穩(wěn)，流態(tài)平順無(wú)渦，豎井兩側(cè)流線相互對(duì)稱(chēng)且分布均勻，進(jìn)水條件良好，但是在進(jìn)水流道的豎井尾部匯合處出現(xiàn)了脫流現(xiàn)象，但并沒(méi)有出現(xiàn)反向流速，對(duì)豎井式進(jìn)水流道的水力性能會(huì)產(chǎn)生一定的影響。

省民族宗教委黨組召開(kāi)巡視整改專(zhuān)題民主生活會(huì) 10月23日，省民族宗教委黨組召開(kāi)巡視整改專(zhuān)題民主生活會(huì)。會(huì)議以“深入學(xué)習(xí)貫徹習(xí)近平總書(shū)記關(guān)于巡視工作重要講話精神、認(rèn)真做好巡視整改”為主題，重點(diǎn)對(duì)照省委第十巡視組巡視反饋指出的問(wèn)題，結(jié)合思想和工作實(shí)際，進(jìn)行黨性分析，開(kāi)展批評(píng)與自我批評(píng)，明確整改方向和整改措施，抓好整改落實(shí)，確保巡視整改工作取得實(shí)效。

圖4 豎井式進(jìn)水流道原方案內(nèi)部流線圖Fig.4 Internal streamline diagram of the original scheme of shaft inlet channel

圖5 斷面處流速矢量圖Fig.5 Velocity vector diagram at the section

豎井式進(jìn)水流道在豎井漸縮段的流線分布同豎井漸縮段的線型和長(zhǎng)度具有一定的聯(lián)系。合理的豎井漸縮段線型和長(zhǎng)度能夠更加順暢地引導(dǎo)水流通過(guò)豎井漸縮段，避免出現(xiàn)脫流現(xiàn)象。

4 優(yōu)化方案及計(jì)算結(jié)果分析

4.1 優(yōu)化方案介紹

在原方案線型的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)兩種線型優(yōu)化方案，分別為：線型優(yōu)化方案一和線型優(yōu)化方案二。3種線型方案示意圖如圖6所示。

圖6 3種線型方案示意圖Fig.6 Schematic diagram of three linear schemes

考慮豎井漸縮段長(zhǎng)度對(duì)豎井式進(jìn)水流道水力特性以及脫流現(xiàn)象的影響，設(shè)計(jì)了5種漸縮段長(zhǎng)度方案：1.5D、2.0D、2.5D、3.0D和3.5D（D為葉輪直徑）。將其與線型方案結(jié)合，共形成15 種豎井式進(jìn)水流道方案，列于表1。圖7 為15 種豎井式進(jìn)水流道方案的示意圖。

表1 15種豎井式進(jìn)水流道方案Tab.1 15 schemes of shaft inlet channel

圖7 各進(jìn)水流道方案圖Fig.7 Schematic diagram of each inlet channel

4.2 計(jì)算結(jié)果

對(duì)15種豎井式進(jìn)水流道方案進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 15種豎井式進(jìn)水流道水力性能計(jì)算結(jié)果Tab.2 Hydraulic performance calculation results of 15 kinds of shaft inlet channels

4.3 性能分析

（1）豎井尾部匯合處流線分析。15種豎井式進(jìn)水流道方案的豎井尾部匯合處流線細(xì)部圖以及斷面流速云圖如圖8 所示（斷面位置如圖4 所示），其中圖4（a）～（e）、（f）～（j）、（k）～（o）分別表示在原方案線型、線型優(yōu)化方案一以及線型優(yōu)化方案二情況下，5 種不同豎井漸縮段長(zhǎng)度方案的進(jìn)水流道豎井尾部匯合處流線細(xì)部圖以及斷面流速云圖。

圖8 各方案豎井尾部匯合處流線細(xì)部圖及斷面流速云圖Fig.8 Detailed diagram of flow line and cross section velocity nephogram at the confluence of shaft tail of each scheme

對(duì)比三種不同線型的豎井尾部匯合處流線可知，原方案線型和線型優(yōu)化方案一在豎井尾部匯合處均出現(xiàn)不同程度的脫流現(xiàn)象，流速斷面呈對(duì)稱(chēng)分布，中間存在明顯的低速區(qū)；而線型優(yōu)化方案二的豎井尾部匯合處的流線更加順直且并未出現(xiàn)脫流現(xiàn)象，且流速斷面中的低速區(qū)消失。僅針對(duì)脫流現(xiàn)象來(lái)說(shuō)，線型優(yōu)化方案二更加優(yōu)秀。

在原方案線型方案下，隨著豎井漸縮段長(zhǎng)度的增加，豎井尾部匯合處的流線逐漸轉(zhuǎn)化為“貼壁流線”，脫流現(xiàn)象逐漸消失，流速斷面的低速區(qū)逐漸變小，在豎井漸縮段長(zhǎng)度為3.5D時(shí)，脫流現(xiàn)象幾乎消失；觀察線型優(yōu)化方案一可知，其進(jìn)水流道豎井尾部匯合處也出現(xiàn)微弱的脫流現(xiàn)象，且隨著豎井漸縮段長(zhǎng)度增加，線型優(yōu)化方案一的脫流現(xiàn)象并沒(méi)有得到改善，斷面流速低速區(qū)并無(wú)改變；觀察線型優(yōu)化方案二可知，在5種不同豎井漸縮段長(zhǎng)度方案下，其豎井式進(jìn)水流道的豎井尾部匯合處均未出現(xiàn)脫流現(xiàn)象，斷面流速無(wú)明顯低速區(qū)。

（2）進(jìn)水流道水力損失分析。15種豎井式進(jìn)水流道方案的水力損失與豎井漸縮段長(zhǎng)度以及線型類(lèi)型的關(guān)系如圖8 所示。由圖9 可以發(fā)現(xiàn)，15 種豎井式進(jìn)水流道的水力損失最大為2.602 cm（方案JS6），最小為1.143 cm（方案JS4）。雖然線型優(yōu)化方案一在脫流問(wèn)題方面優(yōu)于原方案線型，但是其進(jìn)水流道水力損失在3 種線型方案中是最大的；比較原方案線型和線型優(yōu)化方案二的水力損失可知，在豎井漸縮段長(zhǎng)度為1.5D到3.0D時(shí)，原方案線型的水力損失大于線型優(yōu)化方案二的水力損失；在豎井漸縮段長(zhǎng)度為3.0D到3.5D時(shí)，線型優(yōu)化方案二的水力損失大于原方案線型的水力損失。從豎井漸縮段長(zhǎng)度來(lái)看，無(wú)論是哪種線型類(lèi)型，水力損失都隨著豎井漸縮段長(zhǎng)度增大先減小后增大，且都是在豎井漸縮段長(zhǎng)度為3.0D時(shí)取得最小值。

圖9 豎井漸縮段線型及長(zhǎng)度與水力損失關(guān)系圖Fig.9 Relationship between the line type and length of shaft tapering section and hydraulic loss

（3）進(jìn)水流道出口斷面流速均勻度分析。15種豎井式進(jìn)水流道方案的進(jìn)水流道出口斷面流速均勻度同豎井漸縮段長(zhǎng)度以及線型的關(guān)系如圖10所示。可以發(fā)現(xiàn)，所有方案的出口斷面流速均勻度均大于88%。原方案線型和線型優(yōu)化方案一的出口斷面流速均勻度隨豎井漸縮段長(zhǎng)度增大呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢(shì)；線型優(yōu)化方案二的出口斷面流速均勻度隨豎井漸縮段長(zhǎng)度增大先增大后減小。在三種線型方案中，線型優(yōu)化方案一的出口斷面流速均勻度最小；原方案線型的出口斷面流速均勻度值最大為89.75%，最小為89.02%；線型優(yōu)化方案二的出口斷面流速均勻度在豎井漸縮段長(zhǎng)度為3.0D時(shí)（方案JS14）達(dá)到最大值89.65%。

圖10 豎井漸縮段線型及長(zhǎng)度與流速均勻度關(guān)系圖Fig.10 Relationship between linear and length of shaft tapering section and velocity uniformity

（4）進(jìn)水流道出口斷面速度加權(quán)平均角分析。15種豎井式進(jìn)水流道方案的出口斷面速度加權(quán)平均角與豎井漸縮段長(zhǎng)度以及線型類(lèi)型的關(guān)系如圖11所示。由圖11可以發(fā)現(xiàn)，3種線型方案的出口斷面速度加權(quán)平均角均呈現(xiàn)隨豎井漸縮短長(zhǎng)度增大逐漸遞增的趨勢(shì)；其中線型優(yōu)化方案二的速度加權(quán)平均角在豎井漸縮段長(zhǎng)度大于2.5D后幾乎不再變化；原線型方案的速度加權(quán)平均角最小，且原線型方案的速度加權(quán)平均角在各豎井漸縮短長(zhǎng)度方案下均比線型優(yōu)化方案一的速度加權(quán)平均角小1°左右。對(duì)比各方案豎井尾部匯合處的脫流現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)在豎井式進(jìn)水流道尾部匯合處出現(xiàn)脫流現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致流道出口斷面速度加權(quán)平均角度降低。對(duì)比3 種線型方案，線型優(yōu)化方案二的速度加權(quán)平均角要好于原線型方案和線型優(yōu)化方案一。

圖11 豎井漸縮段線型及長(zhǎng)度與速度加權(quán)平均角關(guān)系圖Fig.11 Relationship between linear shape and length of shaft tapering section and velocity weighted average angle

4.4 對(duì)比分析

通過(guò)對(duì)15 種豎井式進(jìn)水流道的水力損失、流速均勻度、速度加權(quán)平均角以及脫流現(xiàn)象進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)在各豎井漸縮段長(zhǎng)度方案下，線型優(yōu)化方案二的水力損失較小，流速均勻度和速度加權(quán)平均角較大，且未出現(xiàn)脫流現(xiàn)象，為優(yōu)選的線型方案；采用線型優(yōu)化方案二，在豎井漸縮段長(zhǎng)度為3.0D時(shí)，進(jìn)水流道的水力損失最小，流速均勻度最大，速度加權(quán)平均角較大且趨于穩(wěn)定，因此確定方案JS14 為15 種豎井式進(jìn)水流道中的最優(yōu)方案。

5 模型試驗(yàn)分析

某泵站豎井貫流泵裝置物理模型試驗(yàn)在揚(yáng)州大學(xué)高精度泵站試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行，進(jìn)水流道采用上文選出的最優(yōu)方案，出水流道為直管式出水流道。試驗(yàn)臺(tái)的效率系統(tǒng)誤差為±0.295%，隨機(jī)誤差小于±0.1%。模型泵裝置的轉(zhuǎn)速為953.3 r∕min，葉輪直徑為0.3 m，檢測(cè)在5 個(gè)葉片角度（±4°、±2°、0°）下泵裝置的能量特性，圖12 為經(jīng)轉(zhuǎn)化后的原型泵裝置的能量特性曲線［1］。為方便同模型試驗(yàn)對(duì)比，對(duì)最優(yōu)進(jìn)水流道方案進(jìn)行全流道數(shù)值模擬計(jì)算。0°葉片角，不同流量工況下最優(yōu)進(jìn)水流道方案的全流道水力損失數(shù)值模擬結(jié)果同模型試驗(yàn)對(duì)比圖如圖13所示。

圖12 原型泵裝置能量特性曲線Fig.12 Energy characteristic curve of prototype pump device

圖13 數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)對(duì)比曲線Fig.13 Comparison curve between numerical simulation and model test

由泵裝置原型能量特性曲線可知，采用最優(yōu)進(jìn)水流道方案的豎井貫流泵裝置水力性能優(yōu)異，在0°葉片角取得最大效率值77.57%。對(duì)0°葉片角，不同流量工況下最優(yōu)進(jìn)水流道方案的水力損失的數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，流量-水力損失之間的變化規(guī)律一致，模型試驗(yàn)的水力損失比數(shù)值模擬結(jié)果略大一些，水力損失誤差在4.9%左右。因此，通過(guò)數(shù)值模擬的方法對(duì)豎井式進(jìn)水流道漸縮段線型尺寸進(jìn)行研究是可行的。

6 結(jié) 論

（1）某泵站豎井式進(jìn)水流道的整體水流流態(tài)平順無(wú)渦，層次清晰，具有良好的進(jìn)水條件，但在豎井尾部匯合處出現(xiàn)脫流現(xiàn)象。對(duì)豎井漸縮段線型進(jìn)行優(yōu)化可改善豎井式進(jìn)水流道的脫流現(xiàn)象，當(dāng)采用線型優(yōu)化方案二時(shí)，進(jìn)水流道豎井尾部匯合處不會(huì)出現(xiàn)脫流現(xiàn)象。

（2）在豎井式進(jìn)水流道尾部匯合處出現(xiàn)脫流現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致流道出口斷面速度加權(quán)平均角度降低；同一豎井漸縮段線型方案下，豎井式進(jìn)水流道的水力損失隨著豎井漸縮段長(zhǎng)度增大先減小后增大，速度加權(quán)平均角隨豎井漸縮短長(zhǎng)度增大逐漸遞增。

（3）在針對(duì)某泵站豎井式進(jìn)水流道的15 種優(yōu)化方案中，方案JS14 的豎井式進(jìn)水流道水力損失最小，流速均勻度最大，速度加權(quán)平均角較大，為最優(yōu)方案。

（4）最優(yōu)豎井式進(jìn)水流道方案的泵裝置模型試驗(yàn)水力損失和數(shù)值模擬結(jié)果規(guī)律一致，泵裝置最優(yōu)效率可達(dá)77.57%。